小排量直噴式汽油機的潛力

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圖1 供試驗的氣缸蓋方案

0 引言

內燃機研究和開發的重點是通過對原材料的長期開發，以及廢氣排放法規的制定來推動燃油耗降低和有害物排放，特別是應用發動機小型化方案來降低燃油耗。缸內汽油直噴與渦輪增壓相結合的方案能夠在保持發動機功率不變的條件下減小發動機排量，但是隨著氣缸尺寸的減小，汽油機缸內直噴會增大產生燃油油膜的可能性，從而導致顆粒物排放增多和潤滑機油稀釋。因此提出了挑戰，即如何解決減小氣缸直徑且不會出現因燃油潤濕壁面所帶來的弊病。

1 試驗載體和試驗裝置

在預研究時，借助于計算機輔助設計(CAD)軟件選擇合適的氣缸蓋，并用GT-Power軟件進行1D模擬并予以評價。圖1示出了供試驗的氣缸蓋方案。根據試驗結果可選擇下列方案：(1)噴油器側向直立布置的三氣門方案；(2)噴油器側向臥式布置的四氣門方案。

選擇了60 mm氣缸直徑和71 mm活塞行程，相當于約0.2 L排量，壓縮比ε=10。

提出的這兩種氣缸蓋方案借助于單缸試驗機進行了熱力學和光學測量。這種試驗載體需要具有高壓和低壓示功器，以及其他用于熱力學評價所必需的傳感器。在采用標準的廢氣測量技術采集氣態廢氣排放期間，測量煙度和顆粒數濃度以評價顆粒物排放。

Robert Bosch公司為這兩種氣缸蓋方案各提供了兩種HDEV5型多孔噴油器。三氣門方案的噴油器具有6個噴孔，但這兩種噴油器的流量和噴霧形狀是不同的。噴油器1的流量較小，而噴油器2的噴束布置相對于噴油器1稍有調整，并具有這種噴束特有的流量。用于四氣門方案的噴油器3具有7個噴孔，而噴油器4具有6個噴孔。因此噴油器3的單個噴束的動量較小，而噴油器4的噴束沿活塞方向有較大傾斜。

2 熱力學試驗研究

在進行試驗研究時對不同工況點的噴油器控制始點(ASB)、噴射模式、噴油壓力，以及充量運動閥板(LBK)位置進行對比研究，所考察的運行工況點(BP)及效率優化的燃燒重心位置示于表1。高負荷運行工況點以發生爆燃為限。

表1 試驗運行工況點

圖2 標定值、運行值和排放值的比較

得出的試驗結果是在顆粒物排放優化標定情況下的各個方案的參數。圖2示出了標定值、運行值和排放值的比較。原則上，會在高噴油壓力條件下達到較小的顆粒物排放。在三氣門方案情況下LBK關閉起到了顯著的效果，而在四氣門方案情況下這種效果則并不明顯。三氣門方案使用噴油器1時會潤濕進氣門，以致于在運行工況點1～5時顆粒物排放最佳的ASB為點火上止點前190°CA，較少的壁面油膜可充分地補償混合氣均勻度惡化所造成的不良后果。使用噴油器2時，因其噴束布置稍有調整，燃油噴束與進氣門之間的相互作用較小，因此可以有效降低顆粒物排放的ASB要比使用噴油器1時早些。在運行工況點1～3時進行雙噴射對降低顆粒物排放是有利的。在四氣門方案情況下，因噴油器的安裝位置，使得早噴射的ASB大大受到潤濕活塞頂面的限制。因為燃油噴霧與進氣門之間不會直接發生相互作用，即使在最大氣門升程情況下也能按最佳顆粒物排放的要求進行噴射。

對參與試驗的發動機燃油耗水平進行了比較。采用的噴油器2的三氣門方案可達到最低的燃油耗。對比較低的CO排放可推斷其原因是混合氣均質化程度得以改善及較高的燃燒品質，而運行工況點5較高的CO排放是較低的噴油壓力(15MPa)所造成的。在上止點前310°CA較早的ASB情況下，這樣較低的噴油壓力因減少了對活塞的潤濕而降低了顆粒物排放，但是卻對混合氣均質化產生了不良的影響。原則上，隨著負荷的增大，CO排放也隨之降低，而在高轉速工況下特別是標定功率點時，縮短的混合氣形成時間導致廢氣排放大大增加。使用噴油器1時，較高的CO排放是由于ASB設定較晚而使混合氣惡化。四氣門方案采用兩種噴油器，在運行工況點3～5時的碳氫化合物(HC)排放都要比三氣門方案時低。因為HC排放主要是由壁面油膜所引起的，因而可推斷在四氣門方案情況下這種現象不太明顯。在全負荷運行工況點時，由于燃燒溫度和零件溫度都較高，HC排放就較少。

就顆粒物排放而言，三氣門方案特別是使用噴油器2時具有明顯的優勢，在運行工況點3時其顆粒物排放比使用噴油器1時明顯更高，但在運行工況點4和5時使用噴油器1的顆粒數(PN)濃度要明顯高得多，這可歸結于燃油較多和均質化程度惡化而導致較多的壁面潤濕。而與三氣門方案相比，四氣門方案在運行工況點1～6時的顆粒物排放都較高。

特別是在全負荷運行工況點時，呈現出煙度與PN濃度之間的差異。運行工況點6時的煙度明顯提高，而在額定功率點時的煙度又有所降低。但是PN濃度卻與此相反，估計是受顆粒物形成差異和氧化效應后的影響。然而，在額定功率點三氣門方案的PN濃度比四氣門方案高，其對應煙度也一致。這可歸因于噴油器的安裝位置，因為所需的較長噴油持續時間不可避免地會使進氣門潤滑潮濕。

圖3 燃燒重心位置與FEV分布帶的比較

原則上，四氣門方案對于ASB的變化影響并不大，而在三氣門方案情況下ASB的變化卻會對其顆粒物排放產生較大影響，因為燃油噴霧與進氣門之間的相互作用會明顯增加顆粒物排放。當然，上述比較也表明，與噴油器側置的四氣門相比，三氣門方案采用直立式布置的噴油器位置具有更大的改善潛力。

為了對不同發動機方案進行進一步評價，考察全負荷工況點的運行性能。圖3示出了燃燒重心位置與FEV分布帶的比較，圖4示出了其他運行值。發動機呈現出非常小的爆燃傾向，因此這些方案中工況點6的燃燒重心位置處于FEV分布帶的下部區域，而在額定功率點的燃燒重心位置則處于FEV分布帶的上部區域。早期的燃燒重心位置導致了較低的燃油耗，特別是在運行工況點6的廢氣溫度較低，這就使得發動機在全負荷工況點能以化學計量比的混合氣狀態運行，其中三氣門方案呈現出最大的優勢，但是因燃燒持續時間較短而使壓力升高率和峰值壓力較高。

圖5 運行工況點2下采用噴油器1(噴油壓力15 MPa， LBK打開狀態下)的運行值與排放值

為了解釋上述狀況并識別廢氣排放的原因，將示出3種ASB光學試驗和數值研究的結果，圖5中用紅色標注。

3 光學試驗

為了供試驗研究用的光學發動機上記錄下噴油和燃燒的工況，使用了高速攝影技術，并基于米氏理論實現了噴油的可視化過程。每個試驗點顯示10個連續的工作循環，通過平均化處理來消除循環波動。牽引壓力根據熱力學測量進行調整，因為光學發動機的壓縮比較低，這就需要提高進氣管壓力。試驗時采用異辛烷作為燃油。

圖6示出的是在點火上止點前306～280°CA之間的早期噴油工況(可與圖5相比較)的可視化過程。從這些影像中可得知燃油噴霧與活塞之間存在強烈的相互作用。部分液體燃油進入了活塞與氣缸壁面之間的擠壓縫隙，這些燃油全部或部分沒有參與燃燒，因而可能是HC和顆粒物排放高的原因。

圖6 點火上止點前360～280°CA之間的早噴油狀況 (噴油壓力為15 MPa，ASB=310°，LBK打開)

圖7 ASB為點火上止點前270°CA時的噴油狀況(噴油 壓力為15 MPa、ASB=270°CA，LBK打開)

圖7示出的是ASB為點火上止點前270°CA時的噴油狀況，從圖中可以看到氣門潤濕和燃油噴束偏離氣門的情況。因此燃油噴霧與進氣門之間的相互作用可能就是ASB跨度中某個范圍內HC和顆粒物排放的來源。

圖8示出的是晚期噴射的一組影像。雖然液態燃油也抵達了氣缸壁面附近，但是采用該噴油定時卻能實現最低的顆粒物和HC排放目標。

圖8 晚噴射影像(噴油壓力為15 MPa， ASB=190°CA，LBK打開)

可以確定，試驗發動機在潤濕活塞和氣門方面，與大型發動機的情況完全一樣，并會產生較大的顆粒物排放。但是氣缸套壁面附近的液態燃油與顆粒物排放之間的相互關系卻無法確定。

4 數值研究

為了加深對燃燒室內工作過程的認識，開展混合氣形成的三維計算流體力學(3D-CFD)研究。在計算時應用了“粘附壁面”模型，它將所有與壁面相互作用的燃油都作為油膜來處理，而形成油膜則是燃燒最壞的一種情況。

圖9示出了圖5所示的3種ASB的滾流數(TCFD)和擾動動能(TKE)曲線。早期噴射和中期噴射有助于滾流運動，而晚期噴射則效果較小，所能達到的最大值則按ASB順序排列。由于充量運動發生了蛻變，隨著充量運動變弱，擾動水平隨之變小。

圖9中還示出了液態壁面油膜的質量和均質化程度。均質化程度是基于燃油霧化過程得出的，其平均體積質量的平均絕對偏差與其平均值之比。隨著ASB推遲就會縮短混合氣形成時間，對混合氣均質化產生不利的影響。在點火上止點前270°CA時噴射的情況下，燃油噴入進氣流的最佳時刻出現在最大進氣門升程時，因而其均質化程度達到了早期噴射的水平。所測得的CO排放和平均指示壓力協方差，與均質化程度和TKE的趨勢是一致的，而顆粒數濃度的趨勢則相反。

為了尋找顆粒物排放的來源，考察壁面油膜的質量。早期噴射時大部分燃油在活塞上形成油膜，直至點火時刻不會完全蒸發，而在上止點前270°CA開始噴油情況下會直接潤濕進氣門。這種油膜在模型中實際上不會完全蒸發，因為它們僅有很小的蒸發表面。這些油膜可能就是顆粒物排放的來源。在晚噴射情況下不會出現燃油潤濕壁面，因而在這種情況下顆粒物排放就歸因于混合氣形成。

圖9 3種ASB的TCFD和TKE曲線

5 結論

通過熱力學、光學及具體數值的試驗研究能揭示所考察的汽油發動機方案的潛力。就運行值而言，在氣缸直徑較小的情況下，燃油潤濕壁面顯然就像大缸徑發動機的情況。因而較小的氣缸容積能夠實現汽油缸內直接噴射，汽油機可進一步小型化。但是因燃油潤濕壁面而引起的潤滑機油的稀釋可能會對氣缸直徑縮小造成限制。

比較考察表明，直立式噴油器方案為降低顆粒物排放而提供了最大的潛力，但是對標定參數(例如噴油始點)較為敏感。因此在僅有非常小的爆燃傾向的條件下，采用非中央布置的火花塞能同樣能達到良好的結果。